HPFL加固RC軸心受壓柱的二次受力有限元分析

何 愛 波

(湖南工業大學土木工程學院，湖南 株洲 412007)

HPFL加固RC軸心受壓柱的二次受力有限元分析

何 愛 波

(湖南工業大學土木工程學院，湖南 株洲 412007)

在對HPFL加固5根足尺RC軸心受壓柱的二次受力試驗研究的基礎上，進行了有限元模擬分析，試驗研究和有限元模擬分析均表明加固后的柱子承載力和剛度都得到了相應的提高，且在二次受力加載時，加固層均呈現應變滯后現象，通過對有限元分析結果和試驗結果的比較，驗證了所建立的有限元模型的正確性與合理性。

HPFL，加固，二次受力，有限元模擬

0 引言

隨著時代的發展和需要，對相當多已進入老齡化階段的建筑，需要迫切的進行加固和維修，以延長其使用壽命，保持其正常的使用功能，這不僅可以節約投資，而且能減少土地的征用，對國家的發展和生態環境的保護都有重要的意義。根據已有的數據，建國以來我國已完成各類公用建筑建設項目超過60萬個，各類工業建筑項目超過30萬個，城鎮住宅面積超過20億m2，累計竣工的工業與民用建筑面積超過30億m2，現有的城鎮房屋面積超過50億m2[1]；而在對這些建筑物進行加固時，都是在其不完全卸載的狀態下進行的，因此，建筑物的構件基本都是在持載的狀態下進行加固的，所以對加固構件進行二次受力分析具有很重要的工程實際意義。

高性能水泥復合砂漿鋼筋網薄層(簡稱HPFL)是一種以新型的無機復合材料為主的薄壁型加固方法，它具有防火和耐高溫性能好，抗老化、耐久性能好，環保性能好，不顯著增大構件的重量與截面尺寸，且經濟適用性強，加固效果顯著、施工質量易保證、造價低廉等優點；能適用于所有的加固形狀，加固方式靈活，在結構工程加固中的應用前景十分廣闊[2]。

本文基于6根足尺RC軸心受壓柱(5根加固柱、1根未加固柱)試驗研究結果，采用Ansys軟件進行了有限元模擬，以對HPFL加固軸壓柱在持載狀態下的承載力、剛度等性能做進一步研究和分析，以驗證有限元模型的正確性和合理性，完善相關研究理論。

1 試驗概括[3]

試驗中所用構件均為方柱，截面尺寸為300×300×1 200，混凝土設計強度等級為C20和C30，縱向鋼筋配筋均為4φ14，箍筋均為φ6@200,加固層中豎向鋼筋均為24φ6、橫向鋼筋均為φ6@50。為防止構件受壓時發生端部破壞，對構件兩端箍筋加密一倍，并在構件兩端鋪置雙層φ6@50鋼筋網片，詳細情況見圖1和圖2。試驗中主要考慮了不同應力水平指標[3]對加固的影響，應力水平指標是指加固層制作時原結構所承擔荷載與原結構極限荷載的比值。試驗中所使用的混凝土強度、復合砂漿強度及鋼筋的主要力學指標見表1，鋼筋材料參數見表2。

表1 構件主要參數

表2 材料參數

2 有限元分析

有限元模擬分析采用目前功能強大的Ansys軟件作為模擬平臺(版本10.0)，該軟件具有單元種類多、網格劃分方式靈活、計算功能強大及適用范圍廣等特點,采用其自帶的參數化設計語言(APDL)，能夠很方便的建立模型和進行一系列的靜態和動態、線性和非線性分析。

2.1 單元的選取

混凝土采用Solid65單元，該單元最重要的是對材料非線性的處理，可模擬混凝土開裂、壓碎、塑性變形及徐變。由于復合砂漿與原構件的混凝土具有相同的水泥基，兩者性能相近[4]，因此，復合砂漿也采用Solid65單元。鋼筋和鋼筋網片采用link8單元。而為了避免端部加載和約束造成局部效應影響或出現奇異，柱兩端設置了20 mm厚的剛性墊板，使計算更容易收斂，它采用Solid45單元。

2.2 材料本構關系

混凝土和復合砂漿本構關系的上升段采用GB 50010-2010規定的公式，下降段則采用Hongnestad的處理方法[5,6]，即：

當εc≤ε0時：

(1)

當ε0<εc≤εcu時：

(2)

按照規范計算和規定，其中n=2,ε0=0.002,εcu=0.003 3；如圖3所示為混凝土和復合砂漿應力—應變關系曲線。在加固構件中，鋼筋基本處于單軸受力狀態，應力—應變關系可采用理想彈塑性模型，其應力—應變曲線如圖4所示。在本文中混凝土和復合砂漿的材料模型采用多線性等向強化(MISO)模型模擬，鋼筋則采用雙線性等向強化(BISO)模型模擬。

2.3 有限元數值模擬相關參數及命令設置

混凝土和復合砂漿破壞準則，采用William-Warnke的強度模型，該模型共有9個參數控制，而本文則主要通過輸入前5個參數確定，其中張開裂縫的剪力傳遞系數取0.5，閉合裂縫的剪力傳遞系數取0.9[5]。Solid65單元的KEYOPT選項設置了拉應力釋放，但沒有設置形函數的附加項。

由于要對加固構件進行二次受力分析，因此，需要在建立的有限元模型中定義生死單元，來完成二次受力模擬；原理是：在荷載加載到構件規定的數值(通過應力指標計算得到)之前，通過引用殺死命令(EKILL)將定義的加固層的復合砂漿單元和鋼筋單元殺死，使加固層在達到規定數值之前處于不工作狀態(即死)，以模擬試驗柱在未加固之前的受力情況，當荷載加載到超過構件規定的數值時，通過引用激活命令(EALIVE)將定義的加固層的復合砂漿單元和鋼筋單元激活，使加固層處于參加工作狀態(即生)，以模擬構件在持載狀態下加固后的受力情況，從而實現二次受力模擬分析。

2.4 模型的建立

采用分離式建模，并假設混凝土與鋼筋之間無相對滑移。有限元模型圖如圖5,圖6所示。

2.5 有限元分析結果與試驗結果對比

有限元分析結果與試驗結果[3]對比見表3，通過對比分析，試驗結果和模擬結果符合程度較高。

由表3對比CA1與CA2有限元模擬結果可知，當其他的條件相同時，在應力水平指標為0.72持載下加固的構件比未加固構件的計算極限承載力提高了15.45%。而在有限元模擬分析過程中得知，當柱中的混凝土達到其最大抗壓強度后，接著在柱達到其所承受的最大承載力時，構件CA1的混凝土應力分布圖如圖7a)所示，從圖中可以得知，構件中部的混凝土應力要小于其兩端部，這說明柱中的混凝土抗壓強度已降低，表示柱中部混凝土已經被壓碎，發生了H型破壞，這與試驗所做的構件破壞形態是一致的(如圖8a)所示)。CA2為二次受力加固構件，按照其設計的應力水平指標0.7，根據理論計算應先將待加固構件加載至1 512.3 kN，由于試驗工具等原因，實測的應力水平指標為0.72，即將待加固構件加載至1 555.5 kN，然后進行加固層制作，因此，有限元模擬分析為了能實現這個試驗過程，在模擬中通過定義生死單元來實現構件的二次受力模擬。CA2達到最大承載力時，其混凝土應力分布圖如圖7b)所示，試驗構件破壞形態如圖8b)所示，兩者的結果對比也是比較一致的。

表3 極限承載力有限元分析結果與試驗結果比較

對比CB1與CB2可知，CB1為持載下加固(二次受力加固)，CB2為卸載下加固(一次受力加固)，這是二者主要的區別，但通過表3對比可知，CB1與CB2的計算極限承載力相差4.79%，而試驗結果表明兩者的極限承載力是一樣的，試驗結果與計算結果存在差別的主要原因是有限元模擬是相對比較理想化的，而且不存在試驗中的操作問題，如加固層養護時間長短等，但總體上，兩種方法均表明應力水平指標對HPFL加固法加固的構件在短期荷載作用下的極限荷載影響并不明顯。CB1，CB2達到最大承載力時，其混凝土應力分布圖分別如圖7c)，圖7d)所示，試驗構件破壞形態分別如圖8c)，圖8d)所示，對比結果也是比較一致的。

對比CC1與CC2可知，其試驗時的試驗現象與CB1，CB2構件基本相同，區別主要是兩組的應力水平指標不同，分別為0.66和0.79，但兩組的結論是一致的，試驗現象也基本相同，因此，就不再詳細贅述。CC1，CC2達到最大承載力時，其混凝土應力分布圖分別如圖7e)，圖7f)所示，試驗構件破壞形態分別如圖8e)，圖8f)所示，對比結果也是比較一致的。

圖9a)～圖9f)為構件中部的混凝土和復合砂漿荷載—應變曲線，圖9a)，圖9b)分別為未加固構件CA1和加固構件CA2的荷載—應變曲線圖，從兩圖曲線對比可以得知，有限元模擬結果與試驗結果都表明加固后的構件應變變化率要比未加固構件的低，說明加固后的構件剛度得到了相應的提高；同時，從兩圖中還可以看出，有限元模擬的荷載—應變曲線數值與試驗值比較一致，說明有限元模擬結果與試驗結果符合程度是較高的；之所以兩者間存在一些差別，是因為數值模擬在材料性能、荷載加載方式等方面都是相對比較理想化的，而試驗所用的構件，材料性能是很復雜的，受到很多因素的影響，如材料的含水量、制作過程中的振搗密實度、試驗時當天的溫度、構件的養護等，而加載方式也受到人為操作因素的影響，但是總體上，兩者的結果還是比較符合的。對于CA2(CB1，CC1)中復合砂漿縱向應變計算值與試驗值相差明顯的原因是因為模擬中加固層的復合砂漿有直接承受豎向荷載，而試驗中加固層的復合砂漿是沒有豎向荷載直接作用的，因此，出現了明顯差異。由于CA2是在已經承受了一定荷載后才加固的，因此，加固層縱、橫向應變值普遍要比待加固構件縱、橫向應變小，這一現象稱為加固層的“應變滯后”現象，這在試驗和有限元模擬中都得到了體現。圖9c)～圖9f)為CB1，CB2，CC1，CC2中部的混凝土和復合砂漿荷載—應變曲線，從中可以得知模擬計算值與試驗值符合程度也都較高，因此，就不再詳細贅述。

3 結語

通過對HPFL加固混凝土軸心受壓柱的二次受力有限元分析結果與試驗結果對比，可以得出以下幾點結論：

1)有限元模擬結果和實驗結果均表明，在持載下用HPFL加固的柱，與未加固柱對比，其承載力與剛度都得到了不同程度的提高，這與試驗結果是一致的。

2)有限元模擬結果與實驗結果均表明應力水平指標對HPFL加固法加固的構件在短期荷載作用下的極限荷載影響不明顯。

3)從有限元模擬結果與試驗結果對比可知，構件的計算極限承載力與試驗極限承載力最大相差9.47%，表明有限元模擬結果與試驗結果符合程度較高，且構件荷載—應變曲線的計算值與試驗值符合程度也較高，說明有限元模擬分析能較好的模擬HPFL加固法加固軸心受壓柱的全過程，驗證了有限元模型中所采用的破壞準則、本構關系、參數設置等的正確性，說明了有限元模擬分析的可行性和可靠性。

4)有限元分析中沒有考慮鋼筋與混凝土之間的滑移以及復合砂漿與混凝土之間的粘結性，有待做進一步的研究；同時，建議在做有限元模擬分析時，對于鋼筋單元可以考慮采用管單元Pipe20或者梁單元Beam188做分析，以對模擬結果做進一步對比。

[1] 尚守平.中國工程結構加固的發展趨勢[J].施工技術，2011,40(337):12-14.

[2] 尚守平,高法啟.HPFL加固RC梁抗彎疲勞性能試驗研究[J].鐵道科學與工程學報,2008,5(3):18-22.

[3] 許 寧.鋼筋網水泥復合砂漿加固混凝土軸心受壓構件性能研究[D].長沙:湖南大學,2006.

[4] 卜良桃,王月紅,尚守平.復合砂漿鋼筋網加固抗彎RC梁的非線性分析[J].工程力學,2006,23(9):125-130.

[5] 王新敏.ansys工程結構數值分析[M].北京:人民交通出版社,2007.

[6] GB 50010-2010，混凝土結構設計規范[S].

On finite element analysis of secondary load of HPFL consolidated RC axial loaded colume

HE Ai-bo

(CivilEngineeringCollege,HunanUniversityofTechnology,Zhuzhou412007,China)

Based on the research on the secondary load test of HPFL consolidated five full scales RC axial loaded column, the papr undertakes the finite element simulation analysis, indicates the improvement at the loading capacity and stiffness of columns after the consolidation in the experimental research and finite element simulation analysis, compares the analysis results and test results of the finite element analysis of the strain lag in the consolidation layer in the secondary stress loading, and proves the established finite element model is correct and reasonable.

HPFL, consolidation, secondary lag, finite element simulation

1009-6825(2014)11-0035-04

2014-02-08

何愛波(1988- )，男，在讀碩士

TU311

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